Оценка триботехнических свойств консолидированных материалов, полученных методом электроискровой обработки

Пищевая индустрия занимается переработкой сельскохозяйственной продукции с ориентацией или на источники сырья, или на конечного потребителя.

Хлебопекарная промышленность относится к сельскохозяйственной отрасли глубокой переработки сырья и обеспечивает население страны продуктами первой необходимости: хлебом,

Vol. 33, no. 1. 2023 хлебобулочными и бараночными изделиями.

При производстве хлебобулочных изделий наиболее важным является получение заготовок теста одинаковой массы. Эту операцию выполняют тестоделительные машины1. Широкое применение в хлебопекарной промышленности по способу нагнетания теста находят тестоделительные машины вакуумно-поршневого типа, достоинством которых является точное деление тестовых заготовок массой от 50 г из ржаной и пшеничной муки. Они бережно относятся к тесту, не травмируют клейковину. К одной из таких машин, широко используемых на территории России и стран СНГ, относится ТД-4 фирмы ЗАО НПП «Восход» (рис. 1) [1].

Р и с. 1. Общий вид тестоделительной машины ТД-4

F i g. 1. General view of the TD-4 dough divider

I I s)

Cрок службы тестоделительных машин при соблюдении всех регламентов эксплуатации, указанных в технической документации, составляет более 10 лет [1]. Однако в реальных условиях эксплуатации срок службы не превышает 6–7 лет [1; 2].

Работоспособность тестоделительных машин вакуумно-поршневого типа определяет механизм всасывания делительного устройства, при износе деталей которого происходит потеря вакуума и, как следствие, нарушается точность развесовки теста.

В настоящее время ремонт тестоделительных машин осуществляется полной заменой узла механизма всасывания на новый, изготовленный под заказ заводом-изготовителем. Себестоимость такого ремонта достигает 30–40 % от стоимости новой машины, а срок окупаемости составляет 3–4 года в зависимости от номенклатуры хлебобулочных изделий и режима работы оборудования [3; 4].

Анализ методов восстановления деталей показал, что наиболее перспективным для восстановления деталей является метод электроискровой обработки (ЭИО). Из таблицы 1 видно, что источники энергии для формирования электрической искры в газовой среде обладают лучшими энергетическими характеристиками2 [5; 6].

Сравнение гальванических методов и электроискровой обработки по техникоэкономическому критерию показал, что во втором случае комплексный показатель оценки ниже в 5,1 раза3 [5].

Т а б л и ц а 1

T a b l e 1

Энергетические характеристики термических источников энергии, применяемых для восстановления параметров изношенных деталей

Energy characteristics of thermal energy sources used to restore the parameters of worn parts

Источники энергии / Power sources Температура пламени, плазмы или дуги, °К / Temperature of flame, plasma or arc, °K Наименьшая площадь нагрева, мм2 / Smallest heating area, mm2 Наибольшая плотность мощности энергии в пятне, Вт/мм2 / Maximum power density in the spot, W/mm2 Газовое пламя / Gas flame 3 000–3 500 1 5 ⋅ 102 Топливно-плазменное 4 000–5 000 1 5 ⋅ 102 пламя / Fuel-plasma flame Дуга в парах / Arc in vapor: 1 1 ⋅ 103 щелочных металлов / 4 000–5 000 1 1 ⋅ 103 alkaline metals железа / iron 5 000–6 000 Дуга в газах / Arc in gases: водород, азот / hydrogen, nitrogen 5 000–8 000 1 ⋅ 10-1 1 ⋅ 103 аргон, гелий / argon, 10 000–20 000 1 ⋅ 10-4 1 ⋅ 103 helium Микроплазменная дуга / – 1 ⋅ 10-4 1 ⋅ 106 Microplasma arc Электронный луч / – 1 ⋅ 10-5 1 ⋅ 107 Electron beam Лазерный луч / Laser – 1 ⋅ 10-6 1 ⋅ 108 beam Электрическая искра 7 000–20 000 1 ⋅ 10-6 106–109 в газовой среде / Electric spark in a gas environment

Сущность метода электроискровой обработки состоит в том, что под воздействием электрического импульсного разряда в газовой среде происходит преимущественно эрозия материала анода и перенос продуктов эрозии на катод.

В отличие от технологий, где источник тепла и рабочий материал формируются отдельно, электрическая искра как технологический инструмент осуществляет разрушение электрода и формирование на поверхности детали покрытия с измененным поверхностным слоем (ИПС) [7; 8].

В результате высокой мощности энергии в пятне нагрева импульсного действия и перемещения материала в ИПС, в зависимости от выбранных электродных материалов и принятых 82

режимов в широком диапазоне, изменяются физико-механические свойства рабочих поверхностей деталей, что в конечном итоге позволяет формировать покрытия с высокими триботехническими свойствами.

Прогнозирование высоких триботехнических свойств электроискровых покрытий объясняется не только структурными изменениями, но и особенностями параметров топографии. Их текстура имеет специфический рельеф в виде замкнутых впадин, так называемых масляных карманов (МК). Наличие МК способствует удержанию объема смазки, улучшающего диссипативные характеристики поверхности трения, что способствует снижению интенсивности изнашивания наносимого металлопо-крытия4 [9].

Цель исследования – выбор электроискровых покрытий, обеспечивающих снижение интенсивности изнашивания рабочих поверхностей деталей механизма всасывания при ремонте тестоделительных машин вакуумно-поршневого типа.

Обзор литературы

На этапе выбора материала электрода для восстановления и обеспечения высоких триботехнических свойств, при разработке технологического процесса, применяется расчетно-экспериментальной метод, позволяющий определить соотношение интенсивностей изнашивания создаваемых покрытий с базовыми образцами.

Исследования показали, что расчетная интенсивность изнашивания при упругом контакте пар трения будет определяться по формуле:

I = K 2 • a • K v

i + -y^

• p ^{2 v + 1} x

2vty        vty x E2 v+1 • A2 v+1 •

t y

где K – коэффициент, равный

• -1--1-     -1-

• K2 = 0,5 y 2v • 22v • K1; K 1 - коэффициент, зависящий от геометрии и высоты единичных неровностей на поверхностях твердых тел; α – коэффициент перекрытия, равный α = Aa / Ar (Aa – номинальная площадь контакта, Ar – фактическая площадь контакта); Ktv – поправочный коэффициент числа циклов до отделения частицы износа; ty – показатель кривой фрикционной усталости при упругом контакте; v – параметр формы опорной кривой; E – модуль упругости покрытия (модуль Юнга), кгс/см2;

p – эксплуатационная нагрузка в паре трения, кгс/см²; ∆ – комплексная шероховатость поверхности; k – коэффициент, характеризующий напряженное состояние на контакте; σ₀ – разрушающее напряжение при однократном растяжении (σ₀ = σ₂), кгс/см². Более подробно эти данные представлены в работе Е. Г. Мар-тыновой⁵.

Во время работы тестоделительной машины происходит приработка деталей механизма всасывания друг к другу. При этом на поверхностях деталей устанавливается равновесная шероховатость, из-за чего влияние параметров микрогеометрии становится минимальным [10–12].

Тогда для приработанных поверхностей молекулярная составляющая коэффициента трения f _М будет определяется по формуле:

• f . - 1,4. P°^5t ₊ ^ , (2) E

где τ₀ (кгс/см²) и β – фрикционные параметры покрытия; α _Г – коэффициент гистерезисных потерь. Для нанесенного покрытия из сплавов Х15Н60 и бронзы БрОС10-10, α _Г= 0,04 [13].

Из выражения (2) следует, что коэффициент трения f _М для приработанных поверхностей практически не зависит от давления в паре трения и их микрогеометрических характеристик.

Устанавливающаяся после приработки пар трения равновесная шероховатость поверхностей определяется по выражению [13]:

5/4

1510

A    E3/4 • p1/2 • a3/4.

Тогда формула расчета интенсивности изнашивания пар трения (1), имеющих упругий контакт в случае контактирования приработанных поверхностей, с учетом выражения (3), запишется:

’

I = K • 15 5 • a • K. • p x 2 tv ty ty xE2 • T0'2 • — •[ f' I . (4) a r' I ° 0 )

Таким образом, при упругом виде контактного взаимодействия приработанных поверхностей на интенсивность изнашивания влияют механические, физические и фрикционные свойства поверхности изнашивающейся детали и молекулярная составляющая коэффициента трения.

В настоящее время в научной литературе имеется ограниченное количество публикаций, описывающих результаты экспериментальных исследований механических, физических и фрикционных свойств консолидированных материалов, полученных методом электроискровой обработки. Недостаточная изученность свойств покрытий объясняется низким уровнем апробации методик неразрушающего контроля применительно к электроискровым покрытиям.

В последние годы получен ряд ответов на вопросы трибологического материаловедения в области изучения свойств электроискровых металлопокрытий.

Представлены результаты исследования разрушающего напряжения при однократном растяжении σ ₀. Для этого по остаточному отпечатку, равному 1 мм, на глубине 0,1 мм от шарикового наконечника диаметром 2,5 мм фиксировалось

Том 33, № 1. 2023

значение максимальной нагрузки. Затем по экспериментальным зависимостям находилось значение σ ₀. Расхождение результатов эталонных образцов по данной методике составило не более 5 %⁶.

Результаты оценки модуля упругости покрытия из сплава Х20Н80 методом инструментального индентирования, основанного на построении диаграммы зависимости нагрузки, приложенной к индентору от глубины его проникновения во время нагружения и разоружения, представлены в ряде работ7 [9]. Расхождение результатов эталонных образцов и покрытий из сплава Х20Н80 по данной методике составило не более 7 %.

Таким образом, можно отметить, что имеющиеся и хорошо апробированные методы и средства измерения позволяют с высокой степенью достоверности определять физико-механические и фрикционные свойства электроискровых покрытий [14; 15].

Материалы и методы

Для расчета интенсивности изнашивания электроискровых покрытий по формуле (4) необходимо определить физические, механические и фрикционные свойства.

Для расчета интенсивности изнашивания электроискровых покрытий по формуле (4) наносимых на рабочие поверхности деталей ресурсоопределяющего узла механизма всасывания необходимо определить физические, механические и фрикционные свойства [16; 17].

Расчет интенсивности изнашивания покрытий проведен при наибольшей эксплуатационной нагрузке, действующей на детали сопряжения «поршень – камера», равной 3,2 МПа.

Для проведения исследований по определению составляющих параметров на поверхность образцов, изготовленных из сплава ЧН19Х3Ш, были нанесены покрытия из хромоникелевого сплава марки Х15Н60 и оловянисто-свинцови-стой бронзы марки БрОС10-10 методом электроискровой обработки на установке «БИГ-5» (фирма SCINTI, Молдова) в ручном режиме с количеством энергии 300 Дж, частотой импульсов 50 Гц, а также удельным временем обработки 27 с/см2. Полученная толщина покрытия достаточна для компенсации износов поверхностей деталей механизма всасывания.

Параметр шероховатости R_α на участках основного профиля исследуемого электроискрового покрытия после механической обработки составляет не более 0,2 мкм по ГОСТ 2789-73.

Принятое количество образцов для каждого эксперимента при доверительной вероятности α ₀ = 0,9, относительной ошибке δ = 10 % и ожидаемом коэффициенте вариации V = 0,1 принято равным 8 шт. [16].

Для определения разрушающего напряжения при однократном растяжении (4) σ0 были изготовлены образцы размером 15×15×10 мм. В поверхность испытуемого образца на глубину 0,1 мм вдавливается шариковый наконечник диаметром 2,5 мм до получения остаточного отпечатка диаметром 1 мм9 [17]. При этом фиксируется максимальное значение нагрузки Pmax.

Затем рассчитывается максимальная твердость Н _max по уравнению:

Н

max

1,32 Р max ,

где Р _max – максимальная нагрузка, Н.

По экспериментальной зависимости, представленной в другой работе¹⁰, между максимальной твердостью H _mах и пределом прочности исследуемых покрытий σ _в находится значение σ _в.

Для измерения диаметра отпечатков d в двух взаимно перпендикулярных направлениях с точностью измерений ±0,02 мм использовался анализатор Siams 700, установленный на базу оптического микроскопа Olympus GX51. Повторность измерений на каждом образце составляла 5 вдавливаний.

Измерение модуля упругости покрытий проводится методом инструментального индентирования, основанного на построении диаграммы зависимости нагрузки, приложенной к индентору от глубины его проникновения, во время нагружения и разгружения11 [18; 19]. Общий вид диаграммы представлен на рисунке 3.

Для получения кривых 1 и 2 (рис. 3) в качестве нагрузочно-разгрузочного устройства используется машина Hegewald & Peschke Inspekt table 50 кН (рис. 4). Для эксперимента были изготовлены образцы размером 15×15×10 мм.

• ⁹    Оценка относительного удлинения покрытий…

• ¹⁰    Совершенствование методики определения модуля упругости…

  

  a)

  
  
  

  b)

  
  

Р и с. 2. Испытательная машина Hegewald & Peschke: a) общий вид; b) интерфейс машины F i g. 2. Hegewald & Peschke testing machine: a) general view; b) machine interface

Р и с. 3. Зависимость нагрузки от глубины индентирования: 1 – кривая нагружения; 2 – кривая разгружения;

• 3 – касательная к кривой разгружения 2 ; h_r – точка пересечения касательной 3 с осью перемещения; h_p – точка пересечения кривой разгружения 2 с осью перемещения;

h _max – максимальная глубина внедрения индентора

F i g. 3. Dependence of load on the indentation depth: 1 ‒ loading curve; 2 ‒ unloading curve; 3 ‒ tangent to the unloading curve 2 ; h_r ‒ point of intersection of tangent 3 with the axis of movement; h_p ‒ point of intersection of the unloading curve 2 with the axis of ^p movement; h _max ‒ maximum depth of indentor introduction

К подвижной (верхней) траверсе крепилось приспособление, в которое устанавливался алмазный индентор Виккерса, а на неподвижную (нижнюю) траверсу устанавливался испытуемый образец (рис. 4)12 [18; 19].

При вдавливании алмазного индентора в поверхность образца фиксируется максимальное значение заданной нагрузки F _max. Зависимость приложенной нагрузки к индентору от глубины его проникновения в поверхность испытуемого образца (линия 1 рис. 3) появляется автоматически на мониторе испытательной машины. При измерениях индентор внедряется в испытуемую поверхность образца на минимальную глубину 50 мкм. Затем после выдержки индентора под нагрузкой в течение 15 с осуществляется полная разгрузка образца с получением графической зависимости (линия 2 рис. 3). По полученной линии 2 графически строится касательная линия 3 при нагрузке F _max.

По данным литературных источни-ков¹³ [20], модуль упругости при инден-тировании E_IT равен

A_p – площадь поперечного сечения поверхности в контакте (для индентора Виккерса A _p = 4, 950 h _c , мкм²); h_c – глубина внедрения наконечника в испытуемый образец.

Величина h_c вычисляется по формуле:

hc = hmax - e (hmax " hr ),     (8)

где h _max – глубина, соответствующая максимальной нагрузке F _max (рис. 3), мкм; ε – поправочный коэффициент (для индентора Виккерса ε = 3/4); h_r – точка пересечения касательной 3 с осью t , мкм (рис. 3).

Для определения податливости C (7) используется выражение:

C dw dhc

" dF ” dF ’

E IT

1 "V. )2

1 1 "V, )2, —

E r       E i

где v_s – коэффициент Пуассона испытуемого материала; v_i – коэффициент Пуассона индентора (для алмазного индентора ν_i = 0,07); E_i – модуль упругости индентора (для алмазного индентора E_i =11,4 ∙ 10⁵ Н/мм²); E_r – приведенный модуль упругости в области индентиро-вания, Н/мм².

Модуль упругости E_r в области ин-дентирования равен

Л

Er= 2CjAp ’

где C – податливость в контакте индентора с испытуемым образцом;

где w – тангенс угла наклона линии dF начала разгружения (определяется по

касательной линии 3 , рис. 3); ^c dF

– по-

датливость прибора, равная величине

обратной его жесткости14 [20].

то податливость рамы, определяемая по формуле (9), будет равна 80,6 ∙ 10–7 мм/Н. При изменении конструкции верхней траверсы машины (рис. 4) общая жесткость снизилась, а податливость увеличилась до значения 26,7∙ 10–6 мм/Н.

Определение фрикционных параметров τ ₀ и β взаимодействия двух твердых тел осуществляется по ГОСТ 27640-88.

Для их определения используется способ, заключающийся в относительном движении деформированных поверхностных слоев с пренебрежимо малой величиной сопротивления.

• ¹³    Sosnovskiy L. A., Makhutov N. A., Troshchenko V. T. Evolution of Ideas on Fatigue of Metals by Volume Loading and Friction // VI Междунар. симпозиум по трибофатике МСТФ 2010. Минск, 2010. С. 77–84. URL: https://www.elibrary.ru/item.asp?id=41104417 (дата обращения: 01.05.2021).

• ¹⁴    Там же.

Это достигается, если индентор 1 (рис. 5), изготовленный в виде сферы, сдавливать между двумя плоскопараллельными образцами 2 и 3 нормальной силой P . После приложения силы индентор необходимо вращать¹⁵ [20].

Особенностью устройства является создание точной нагрузки на образцы с погрешностью ±0,5 % в диапазоне от 1 до 50 000 Н, а также измерение момента трения с погрешностью ±5 % в интервале от 0,1 до 20 Н·м. Все результаты по значениям нагрузки и моменту трения автоматически передаются на ПК сбора данных.

Том 33, № 1. 2023

Вращающийся образец выполнен из стали ШХ15 диаметром 15 мм, а плоские контробразцы – размером 15×15×10 мм.

При проведении испытаний образец устанавливается относительно края контробразца на расстоянии не менее 10 мм.

Затем к верхнему контробразцу в два этапа прикладывается нагрузка. На первом этапе нагрузка должна быть такой, чтобы остались отпечатки диаметром 1–2 мм на контробразцах.

После выдержки образцов и контробразцов этой нагрузке в течение 3–6 с проводится вращение образца с частотой 2 об/мин. При повороте на 30–60° и до углового перемещения на 90° непрерывно регистрируется значение момента сил трения m . После этого нагрузка снимается, а образец и контробразцы смещаются друг относительно друга на расстояние не менее 15 мм до другого

Р и с. 5. Схема определения фрикционных параметров τ ₀ и β : 1 – вращающийся образец; 2, 3 – плоские контробразцы; d ₁, d ₂ – диаметры отпечатков верхнего контробразца; D ₁, D ₂ – диаметры отпечатков нижнего контробразца

Р и с. 6. Общий вид устройства для определения фрикционных параметров пар трения

F i g. 5. Scheme for determining the friction parameters τ ₀ and β : 1 – rotating sample; 2, 3 – flat test pieces; d ₁, d ₂ ‒ diameters of the upper test piece imprints; D ₁, D ₂ – diameters of the lower test piece imprints

F i g. 6. General view of the device for determining the friction parameters of friction pairs

центра отпечатка. Нагрузка при втором нагружении отличается на 15–20 %.

После испытаний образцы снимаются с испытательной установки, обезжириваются, а затем на верхнем и нижнем контробразце измеряются диаметры отпечатков в двух взаимно перпендикулярных направлениях при первом и втором нагружении с помощью профилографа–профилометра Form Talysurf фирмы Taylor Hobson.

Для измеренных диаметров отпечатков находятся их среднее значение отдельно для верхнего и нижнего контробразцов:

( d 0 + d ⁹⁰ ) + ( d 2⁰ + d ⁹⁰ )

⁼             4           ,

( D + D 1⁹⁰ ) + ( D 0 + D ₂ ⁹⁰ )

D ⁼          4

где d ₁, D ₁ и d ₂, D ₂ – диаметры отпечатков на первом и втором контробразцах соответственно при первом и втором нагружении, мм.

Полученные значения диаметров отпечатков d, D и соответствующие им величины моментов сил трения m и M используются для определения фрикционных параметров τ0 и β по формулам т 0

0, 75

я ( ^ 2 - ^ )

m ° 2

J 0,5 d ) 3

M ^ i

( ⁰,5 D )3 у

P -

0, 75

^л ( ^ 2 - ^ 1 )

M

m

( 0,5d ) 3 v

4P     4P где C1 = —2, о2 = —22 - средние вели-rnd       nD чины нормальных контактных напряжений при первом и втором нагружениях соответственно, МПа.

Известно, что сопротивление разрушению при контактном взаимодействии пар трения, характеризуется кривой фрикционной усталости (кривая Велера). Кривая Велера показывает зависимость усилия, приложенного к поверхности материала F, от числа циклов его повторения n до предельного разрушения материала поверхностного слоя [20].

Испытания поверхностей образцов на фрикционную усталость проведены на трибометре TRB-S-DE (рис. 7).

Для проведения исследований были изготовлены цилиндрические образцы диаметром 20 мм и толщиной 10 мм. В качестве индентора использовался стальной шарик марки ШХ15 диаметром 3 мм.

Скорость вращения образца задается при условии отсутствия нагрева в паре трения (9 ∙ 10–3 м/сек) и автоматически поддерживалась в процессе всего испытания [21].

Нагрузка, действующая на индентор, подбирается таким образом, чтобы отсутствовал процесс резания. После определения количества циклов до отделения частиц с поверхности материала по скачку коэффициента трения и образованию усталостных трещин на бороздке нагрузка снижается на 15–20 % и эксперимент повторяется до получения координат второй точки.

По координатам двух точек строится график зависимости количества циклов от величины действующей нагрузки (рис. 8).

Затем с использованием программы «Компас-3D» определяется угол наклона построенной прямой к оси n_e . Найденный угол наклона используется для определения коэффициента фрикционной усталости t_y по формуле:

t y = ctg a , y . (10)

Триботехнические испытания образцов пар трения без покрытий и обработанных методом электроискровой обработки проводили на модернизированной

Р и с. 7. Общий вид трибометра TRB-S-DE: 1 – столик с вращательным движением; 2 – образец; 3 – ось; 4 – подвижная стойка; 5 – индентор; 7 – корпус;

8 – направляющие; 9 – микрометрический винт

F^H

Р и с. 8. График зависимости F _t от n_e

F i g. 8. The graph of the dependence of F _t on n_e

F i g. 7. General view of the TRB-S-DE tribometer: 1 – table with a rotational motion; 2 – sample; 3 – axis; 4 – sliding bar;

5 – indentor; 7 – body; 8 – guides; 9 – micrometer screw машине трения СМТ-1М по типу «колодка – ролик» [22]. Машина трения СМТ-1М позволяет автоматически снимать комплекс триботехнических параметров.

Материал и размеры образцов, принятые для испытаний, представлены в таблице 2.

Триботехнические параметры, такие как максимальная нагрузка до предза-дира, коэффициент и момент трения, интенсивность изнашивания для базовой пары трения (табл. 2), определялись по ГОСТ 23.224-86.

Для остальных образцов определялась только интенсивность изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа. Время стационарных испытаний составляло 8 ч.

Образцы прирабатывались друг к другу до площади прилегания не менее 90 %. Она контролировалась методом планиметрирования пятен контакта с погрешностью не более 1 %. После этого образцы маркировались, промывались в ацетоне, высушивались и взвешивались.

Подготовленные образцы устанавливали на машину трения и приводили в движение подвижный образец с частотой 300 об/мин (скорость скольжения пары трения 0,8 м/с). Использовали смазочный материал (масло индустриальное И-20А) по ГОСТ 20779-75, подача смазки разовая в картер.

После каждого вида испытаний образцы промывались в ацетоне, просушивались, а затем взвешивались на аналитических весах c точностью измерения до 0,00001 г с трехкратной повторностью.

Интенсивность изнашивания образцов определялась по формуле:

W L,

где W – линейный износ образца за пройденный путь, м; L – пройденный путь трения образца за время испытаний, м.

Линейный износ образцов определялся по формуле:

W =

A G

Г ■ F c ’

где A G - изменение массы образца от начала до конца испытаний, кг; γ – плотность испытуемого материала, кг/м³; F_c – контурная площадь контакта образцов, м².

Т а б л и ц а 2

T a b l e 2

Параметры образцов для триботехнических испытаний

Parameters of samples for tribotechnical tests

Колодка / Pad                                 Ролик / Roller

Размеры, мм / Dimensions, mm

А   ВСD     E       F

25         34         10        45°               50

чугун ЧН19Х3Ш / cast iron ChN19Kh3Sh чугун ЧН19Х3Ш + бронза БрОС10-10 / cast iron ChN19Kh3Sh + bronze BrOS10-10

чугун ЧН19Х3Ш + сплав Х15Н60 / cast iron ChN19Kh3Sh + alloy Kh15N60

чугун ЧН19Х3Ш + сплав Х15Н60 + + MODENG Y ПТФЭ-А20 / cast iron ChN19Kh3Sh + alloy Kh15N60 + + MODENGY PTFE-A20

Пройденный путь трения образца за время испытаний [22]:

L - N • l, (13)

где l – линейный размер поверхности трения сопряженного образца, м; N – число циклов за время прохождения пути l .

Для пары трения интенсивность изнашивания I _Σ определяется как сумма интенсивностей изнашивания колодки и ролика.

Результаты исследования

Проведенные триботехнические испытания образцов пар трения «колодка – ролик», выполненных из материала деталей механизма всасывания (чугун ЧН19Х3Ш), показали, что суммарная интенсивность изнашивания при эксплуатационной нагрузке в паре трения 3,2 МПа составила Technologies, machinery and equipment чугун ЧН19Х3Ш / cast iron ChN19Kh3Sh чугун ЧН19Х3Ш / cast iron ChN19Kh3Sh чугун ЧН19Х3Ш / cast iron ChN19Kh3Sh чугун ЧН19Х3Ш / cast iron ChN19Kh3Sh

18 ∙ 10 ^{‒ 12}, что относится ко 2-му классу износостойкости [9; 14]. Таким образом, пара трения «колодка – ролик», выполненная из высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш, имеет упругий вид контактного взаимодействия поверхностей [9].

Полученные результаты физических, механических, фрикционных параметров и расчетных значений интенсивности изнашивания электроискровых покрытий представлены в таблице 3.

Согласно представленным в таблице 3 результатам расчетного и экспериментального исследования интенсивность изнашивания высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш с электроискровым покрытием из бронзы БрОС10-10 в 1,461 раза ниже базового образца, а с электроискровым покрытием из сплава Х15Н60 – ниже в 1,31 раза.

Т а б л и ц а 3

T a b le 3

Результаты физических, механических, фрикционных параметров и расчетных значений интенсивности изнашивания

Results of physical, mechanical, friction parameters and calculated values of wear rate

Бронза БрОС10-10 / Bronze BrOS10-10

Сплав Х15Н60 / Alloy Kh15N60

1,14 2,31,110,04 3 1,5

1,22 2,21,11 0,04 3 1,5

Материал покрытия / Coating material

Коэффициенты / Coefficients

ν

p, кгс/см2 / p, kgf/cm2

Определяемые параметры / Defined parameters

Интенсивность изнашивания, I × 10–12 / Wear rate, I × 10–12

К 2× 10–2

К tν

α

αГ

k

фрикционные / frictional

физические / physical

механические / mechanical

I теор

I экс

t у

τ 0, кгс/см2 / τ 0, kgf/cm2

β

Е , кгс/см2 / Е , kgf/cm2

σ 0, кгс/см2 / σ 0, kgf/cm2

32    5,8   172   0,021 1 140 000   3 820   4,62

6,8

32    5,7   175   0,023 1 680 000   4 740   5,23

Таким образом, исследуемые материалы обладают высокими антифрикционными свойствами и их целесообразно использовать для восстановления изношенных рабочих поверхностей деталей.

В таблице 4 представлены результаты триботехнических характеристик колодки и ролика, изготовленных из высоколегированного чугуна ЧН19Х3Ш базовых образцов, полученных по ГОСТ 23.224-86.

Т а б л и ц а 4

T a b le 4

Статистические характеристики параметров выборок трибосопряжений базовых образцов Statistical characteristics of the sample parameters of the tribocouple base samples

Триботехнические параметры / Tribotechnical parameters Среднее значение X / Average value X Значения 95-процентного интервала варьирования / Values of the 95 percent variation interval Уровень значимости критерия pw / Significance level of the criterion pw Стандартное отклонение σ / Standard deviation σ нижнее / lower верхнее / top пара трения 1: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка – чугун ЧН19Х3Ш (N = 8) / friction pair 1: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad – cast iron ChN19Kh3Sh (N = 8) 1 2 3 4 5 6 Максимальное давление в паре трения PМП, МПа / Maximum pressure in the 20,1 18,2 23,9 0,4633 5,26 friction pair PМП, MPa

Окончание таблицы 4 / End of table 4

1 л	2	] 3	4 1	5	6
Оптимальное давление в паре трения P ОП, МПа / Optimal pressure in the friction pair P ОП, MPa	14	13,1	18,3	0,6751	2,16
Минимальный коэффициент трения при P ОП = 14 МПа f min / Minimum coefficient of friction at P ОП = 14 MPa f min	0,0131	0,0082	0,022	0,8842	0,004
Интенсивность изнашивания
колодки при нагрузке P ОП= 14 MPa I к / Rate of pad wear under load P ОП = 14 MPa I к	18 ∙ 10–12	8,37 ∙ 10–12	23,2 ∙ 10–12	0,6752	1,59 ∙ 10–12
Интенсивность изнашивания
ролика при нагрузке P ОП= 14 МПа I p / Rate of roller wear under load P ОП = 14 MPa I p	14 ∙ 10–12	6,2 ∙ 10–12	19,1∙ 10–12	0,3927	1,1 ∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания при нагрузке P ОП = 14 MPa Σ I / Total intensity of wear under load P ОП = 14 MPa Σ I	32 ∙ 10–12	11,5 ∙ 10–12	52,6 ∙ 10–12	0,3426	6,3 ∙ 10–12
Фактор износа Ф / Wear factor Ф	2,3 ∙ 10–12	0,82 ∙ 10–12	1,9 ∙ 10–12	0,4230	0,45 ∙ 10–12

Из таблицы 4 видно, что интенсивность изнашивания колодки в 1,28 раза больше интенсивности изнашивания ролика, следовательно, в паре трения колодка является изнашивающейся поверхностью, а ролик – изнашиваемой поверхностью, поэтому электроискровое покрытие наносилось на поверхность колодки.

Результаты экспериментальной оценки интенсивности изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа представлены в таблице 5 [22].

Т а б л и ц а 5

T a b l e 5

Результаты экспериментальной оценки интенсивности изнашивания при нагрузке в паре трения 3,2 МПа

Results of experimental evaluation of wear rate at a load of 3.2 MPa in the friction pair

Триботехнические параметры / Tribotechnical parameters Среднее значение X / Average value X Значения 95-процентного интервала варьирования / Values of the 95 percent variation interval Уровень значимости критерия pw / The significance level of the criterion pw Стандартное отклонение σ / Standard deviation σ нижнее / lower верхнее / top пара трения 1: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка – чугун ЧН19Х3Ш (N = 8) / friction pair 1: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad – cast iron ChN19Kh3Sh (N = 8)

1	] 2		3		4		5	1 6
Интенсивность изнашивания колодки I к / Pad wear rate I к	6,8	∙ 10–12	3,4	∙ 10–12	9,1	∙ 10–12	0,5198	1,8	∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика I p / Roller wear rate I p	4,9	∙ 10–12	2,4	∙ 10–12	7,5	∙ 10–12	0,3255	1,7	∙ 10–12

Окончание таблицы 5 / End of table 5

Суммарная интенсивность изнашивания Σ I / Total wear rate Σ I

12 ∙ 10–12

3          4           5            6

4,5 ∙ 10–12 18,7 ∙ 10–12    0,6188      4,6 ∙ 10–12

пара трения 2: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из бронзы БрОС10-10 / friction pair 2: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying bronze BrOS10-10

Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк 4,7 ∙ 10–12 2,4 ∙ 10–12 6,2 ∙ 10–12 0,5532 1,06 ∙ 10–12 Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip 3,6 ∙ 10–12 1,4 ∙ 10–12 4,77 ∙ 10–12 0,6784 0,84 ∙ 10–12 Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI 8,3 ∙ 10–12 3,8 ∙ 10–12 10,97 ∙ 10–12 0,5421 1,9 ∙ 10–12 пара трения 3: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из сплава Х15Н60 / friction pair 3: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying bronze BrOS10-10 Интенсивность изнашивания колодки Iк / Pad wear rate Iк 5,1 ∙ 10–12 4,3 ∙ 10–12 7,5 ∙ 10–12 0,4373 1,41 ∙ 10–12 Интенсивность изнашивания ролика Ip / Roller wear rate Ip 9,7 ∙ 10–12 6,2 ∙ 10–12 12,8 ∙ 10–12 0,1564 2,8 ∙ 10–12 Суммарная интенсивность изнашивания ΣI / Total wear rate ΣI 15 ∙ 10–12 8,8 ∙ 10–12 24 ∙ 10–12 0,1319 0,5 ∙ 10–12 пара трения 4: ролик – чугун ЧН19Х3Ш; колодка чугун ЧН19Х3Ш с ЭИО из сплава Х15Н60 с антифрикционным твердосмазочным покрытием MODENGY / friction pair 4: roller – cast iron ChN19Kh3Sh; pad ‒ cast iron ChN19Kh3Sh with elektrospark alloying Ch15N60 with MODENGY antifriction solid-lubricant coating

Интенсивность изнашивания колодки I к / Pad wear rate I к	5,6 ∙	10–12	3,2 ∙	10–12	7,4 ∙	10–12	0,6131	1,45	∙ 10–12
Интенсивность изнашивания ролика I p / Roller wear rate I p	3,1 ∙	10–12	1,8 ∙	10–12	4,62	∙ 10–12	0,8572	0,97	∙ 10–12
Суммарная интенсивность изнашивания Σ I / Total wear	8,7 ∙	10–12	7,4 ∙	10–12	9,7 ∙	10–12	0,8234	0,7 ∙	10–12
rate Σ I

Расчетные и экспериментальные значения интенсивности изнашивания изнашивающихся образцов представлены на рисунке 9.

Из рисунка 9 видно, что все теоретические (расчетные) значения интенсивности изнашивания попадают в диапазоне 95-процентного доверительного интервала экспериментальных значений. Полученные результаты показывают высокую степень достоверности выбора электродных материалов с использованием апробированных методик определения параметров и расчетно-экспериментальной оценки интенсивности изнашивания.

Обсуждение и заключение

Проведенные в работе триботехнические испытания показали, что интенсивность изнашивания колодки после нанесения покрытия из оловянисто-свинцовистой бронзы марки БрОС10-10 становится ниже, чем для базовой пары трения в 1,45 раза. При этом интенсивность изнашивания ролика уменьшилась в 1,36 раза. Таким образом, суммарная интенсивность изнашивания уменьшилась в 1,4 раза (рис. 10)16 [14].

□ Среднее / Average

I Q Среднее ± 0,95 Дов, интервал / Average ± 0.95 confidance interval

I Среднее ± Ст. откл. / Average ± Standart deviation

---Расчетно-экспериментальное значение / Calculated-experimental value

Р и с. 9. Расчетные и эксплуатационные значения интенсивности изнашивания изнашивающихся образцов из высоколегированного чугуна ЧН15Х3Ш:

• 1    – без покрытия; 2 – после ЭИО электродом из бронзы БрОС10-10;

3 – после ЭИО электродом из сплава Х15Н60

F i g. 9. Calculated and operational values of the wear rate of highly alloyed ChN19Kh3Sh cast iron wear samples: 1 – uncoated; 2 – after elektrospark alloying with bronze BrOS10-10; 3 – after elektrospark alloying with alloy Kh15N60

Р и с. 10. Интенсивность изнашивания пар трения: 1 – колодка ЧН19ХЗШ, ролик ЧН19ХЗШ;

• 2    – колодка ЧН19ХЗШ+БрОС10-10ЭИО, ролик ЧН19ХЗШ; 3 – колодка ЧН19ХЗШ+Х15Н60ЭИО, ролик ЧН19ХЗШ; 4 – колодка ЧН19ХЗШ+Х15Н60ЭИОMODENGY, ролик ЧН19ХЗШ;

синий – интенсивность изнашивания колодки; красный – интенсивность изнашивания ролика; зеленый – суммарная интенсивность изнашивания

F i g. 10. Wear rate of friction pairs: 1 – pad ChN19Kh3Sh, roller ChN19Kh3Sh;

• 2    – pad ChN19Kh3Sh+BrOS10-10ESP, roller ChN19Kh3Sh; 3 – pad ChN19Kh3Sh+Kh15N60ESP, roller ChN19Kh3Sh; 4 – pad ChN19Kh3Sh+Kh15N60ESPMODENGY, roller ChN19Kh3Sh; blue – pad wear rate; red – roller wear rate; green – total wear rate

Интенсивность изнашивания колодки после нанесения покрытия из хромоникелевого сплава Х15Н60 уменьшается по отношению к базовой паре трения в 1,33 раза. При этом Technologies, machinery and equipment интенсивность изнашивания ролика увеличивается в 1,97 раза. Таким образом, суммарная интенсивность изнашивания увеличивается в 1,26 раза (рис. 10).

Для снижения истирающей способности электроискрового покрытия из сплава Х15Н60 необходимо повысить его антифрикционные свойства, используя после ЭИО твердосмазочное покрытие на основе политетрафторэтилена компании «Моделирование и инжиниринг».

Проведенные в работе [14] исследования показали, что «интенсивность изнашивания колодки уменьшилась в 1,21 раза относительно базовой пары трения, а интенсивность изнашивания ролика уменьшилась в 1,58 раза. Таким

Том 33, № 1. 2023 образом, суммарная интенсивность изнашивания уменьшилась в 1,34 раза»¹⁷.

Следовательно, электроискровые покрытия из оловянисто-свинцовистой бронзы БрОС10–10 и сплава Х15Н60 обладают высокими триботехническими свойствами.

Полученные результаты исследований коррелируют с результатами других авторов и имеют практическую значимость для предприятий технического сервиса, занимающихся ремонтом тестоделительных машин.

Поступила 08.10.2022; одобрена после рецензирования 02.12.2022; принята к публикации 15.12.2022

Об авторах:

Все авторы прочитали и одобрили окончательный вариант рукописи.

Submitted 08.10.2022; revised 02.12.2022; accepted 15.12.2022